郭越洋 杨永哲
以某文化中心下沉广场抗浮设计为例，通过对该位置的抗浮设计比选，提出了采用高压旋喷扩大头预应力抗浮锚杆的解决方案，进而分析了高压旋喷扩大头预应力抗浮锚杆的设计与布置，锚杆初始预应力的施加以及锚杆的施工与检测。通过对以上内容的探讨，旨在为同类项目提供参考。
高压旋喷扩大头预应力抗浮锚杆；
抗浮方案比选；
锚杆布置；
预应力施加；
施工与检测
TU323 B
［定稿日期］2023-02-15
［作者简介］郭越洋（1990—），男，硕士，工程师，一级注册结构工程师，从事混凝土结构的设计与研究工作。
随着国家经济的发展，地下空间的利用越来越广泛，对地下室抗浮设计的安全性和经济性也提出了更高的要求。如何在较大水浮力的情況下合理地节约造价是值得研究的。常用的抗浮设计方案有压重法、排水限压法、锚杆法、锚桩法［1］等措施。以上措施适用条件不同。本文以某文化中心的多层地下室为例，探讨分析高压旋喷扩大头预应力抗浮锚杆的抗浮设计，旨在为类似工程提供参考。
1 工程概况
某文化中心位于廊坊市安次区，主要功能为图书馆、博物馆等，总建筑面积4.8万m2。地下为2层地下室，地下室中心位置设置单侧下沉广场，下沉广场顶标高与地下2层顶标高相同，效果图及下沉广场位置剖面如图1所示。
下沉广场位置柱网尺寸为8.4 m×8.4 m，上部无结构，筏板持力层为3层粉土层，修正前地基承载力特征值fa=110 kPa。本工程基础采用筏板基础。筏板基底相对标高为-10.3 m。根据地勘报告显示，抗浮水位为室外地坪下0.5 m，相对标高-0.65 m，抗浮水头为9.65 m，水浮力为96.5 kN/m2。在同类型建筑中属于水浮力较大的项目。
2 地质情况
根据地勘报告显示，筏板下部土层由浅至深依次是：4层粉质黏土、5层粉土、6层粉质黏土、7层粉砂。各土层情况及标高如图2、表1所示。
其中各类土层描述：4层粉质黏土：黄色，可塑，中压缩性，切面稍有光泽，干强度和韧性中等；
5层粉土：黄色，湿，中密，摇震反应中等，干强度和韧性低；
6层粉质黏土：黄褐色，可塑，中压缩性，切面稍有光泽，干强度和韧性中等，夹粉土薄层；
7层粉砂：黄色，饱和，中密～密实，成份以石英、长石为主，次含云母，夹粉土。
3 抗浮方案比选
板顶采用300 mm无梁楼盖，无覆土，自重为0.3×25=7.5 kN/m2，板面装修附加荷载为2.0 kN/m2。
筏板厚度500 mm，自重为0.5×25=12.5 kN/m2。
整体抗浮计算：
G/Nw，k=（7.5+2+12.5）/（9.65x9.8）=0.23＜1.05。抗浮不满足要求，且相差较多。
根据常用抗浮设计方案，拟采用压重法、抗拔桩法以及抗拔锚杆法分别进行比选。
3.1 压重法抗浮
拟采用40 kN/m2钢渣混凝土进行压重，经计算，所需厚度为2.2 m。此厚度严重影响使用净高，且不够经济，不能满足设计要求。
3.2 抗拔桩抗浮
拟采用600 mm钻孔灌注桩，桩长20 m，通过计算单桩承载力特征值为760 kN，采用柱下布桩，单根柱下抗拔桩桩数为8根，柱下承台尺寸为4.2 m×8.4 m。布桩如图3所示。
由于布桩桩数较多、承台较大，基本占据大部分筏板，且桩间距较大。在枯水期，竖向荷载作用下采用筏板基础，采用桩基础不经济。
3.3 全长粘结拉力型抗拔锚杆抗浮
根据现有文献，锚杆宜均布且布置间距不小于2 m，综合考虑柱网等要求，初步预估锚杆布置间距为2.8 m，即每根柱跨内布置3根。根据抗浮要求初步估算单根锚杆抗拔特征值为：
［（1.05×9.65×9.8）-（12.5+2）］×（2.8×2.8）=665 kN
根据建筑工程抗浮技术标准，非预应力锚杆最大拉力设计值为350 kN，与本项目需求相差较多，且不能满足乙类抗浮设计等级锚杆不出现裂缝的要求［2］
3.4 高压喷射扩大头预应力锚杆
根据规程［3］锚杆受力模型如图4所示。
抗拔力极限值计算如式（1）所示。
Tuk=πD1Ldfmg1+D2LDfmg2+（D22-D21）pD4
pD=（K0-ξ）Kpγh+2cKp1-ξKp（1）
采用高压旋喷扩大头预应力抗浮锚杆，总长15 m，其中扩体段长度为5 m；
其等直径段直径为200 mm，扩底直径为850 mm，扩大头位置置于7层粉砂层。杆体结构如图5所示。经过计算，单根杆抗拔承载力特征值为640 kN。每根锚杆中设置一根40 mm PSB1080级预应力精轧螺纹钢，满足设计要求。通过上述对比，本项目采用高压喷射扩大头锚杆。
4 锚杆布置方法
锚杆采用分散布置方法，计算采用手算初步布置，然后将初步布置结果导入YJK软件进行计算并复核调整。下沉广场位置手算初步布置过程：①计算单个柱网内净水浮力;②估算单根锚杆可以负担水浮力的面积;③均匀布置锚杆于图中;④根据柱下反力删除柱下局部位置锚杆;⑤导入整体模型中，考虑水浮力的非线性作用调整锚杆布置。
最终结果为间距2.8 m×2.8 m的等间距矩形布置，最终锚杆布置方法如图6所示。
5 初始预应力施加与沉降差调整
预应力抗浮锚杆初始预应力施加与3方面原因有关：
（1）保证抗浮锚杆在使用过程中不出现拉应力，满足规范要求。
（2）控制水浮力工况下的底板变形。
（3）控制下沉广场位置与周边楼座内的沉降差。考虑实际情况，沉降控制采用常水位进行计算。
本项目根据地勘报告，常水位为室外地坪下4 m，相对标高为-4.150，常水位工况下抗浮水头为6.15。在保证使用过程中不出现拉应力且常水位工况下锚杆不发生上拔变形，初始预应力施加值计算：
［（6.15×9.8）-（12.5+2）］×（2.8×2.8）=358 kN
初始预应力施加值为360 kN。
6 高压喷射扩大头预应力锚杆的施工与检测
施工步骤为：场地放线与平整、平直段成孔、高压扩孔、锚杆下锚、扩大头内部注浆、扩大头外部注浆、锚杆张拉锁定。其中预应力张拉应在混凝土底板浇筑及养护完成后，锚具锚固于混凝土底板之上。锚头做法如图7所示。
施工完成后取其中5根锚杆作为基本试验锚杆进行拉拔试验，拉拔极限值为1 300 kN，加载值为162.5～1 300 kN，每级荷载增加值为1300÷8=162.5 kN。5根锚杆均未发生土体破坏或钢筋断裂。
其中某根抗拔试验锚杆荷载-位移曲线（Q-S曲线）、锚杆荷载-弹性位移（Q-Se曲线）与锚杆荷载-塑性位移（Q-Sp曲线），如圖8所示。
通过图8可以看出，在同一级的荷载作用下，下一循环比上一循环的曲线斜率大，由于上一循环扩大头的被动土压力作用对其上部端头土体产生压密效应［4］，使得下一循环达到该级荷载时该部分土体位移减小。从图8中扩大头锚杆的弹塑性位移曲线可以看出，锚杆后一级的加载循环的位移增加量均大于前一级的加载循环，在接近加载极限值的时候增大较为迅速。
根据钢筋弹性模量和截面积，计算出杆体钢筋在 162.5 kN 下的弹性变形为9.7 mm。在第一循环荷载从162.5 kN增加到487.5 kN时，钢筋轴向变形量计算值为19.4 mm，锚杆增加试验值为6.21 mm，远小于该级荷载下杆体钢筋变形量，说明此时锚杆主要靠扩大头位置的侧摩阻力提供抗拔力。在第二循环荷载从487.5 kN 增加到 650 kN 时，锚杆位移增量为7.88 mm，也小于该级荷载下钢筋轴向变形值9.7 mm，在第三循环荷载从650 kN 增加到812.5 kN 时，锚杆位移增量为10.65 mm，基本等于钢筋轴向变形值9.7 mm，说明此时扩大头的被动土压力已经开始发挥作用。随着荷载的增加，在最后一循环从 1 137.5 kN 增加到 1 300 kN 时，锚杆位移增量也为 11.21 mm，依然钢筋轴向变形值9.7 mm近似接近，说明此时荷载的增加主要靠扩大头的被动土压力发挥作用。
通过5根锚杆的基本试验，满足设计要求，锚杆工作状况与设计要求一致。在施加360 kN的初始应力后，水浮力作用下的锚杆变形将进一步减小。
7 结论
本文为笔者2022年初完成的设计项目，该项目局部下沉广场位置具有水浮力较大的特点，前期通过方案比选选取了扩大头抗浮锚杆的抗浮方案。后面又介绍了手算的初步布置与电算调整，初始预应力施加的计算方法，使锚杆受力相对平衡，底板受力与变形合理。后面又介绍了本项目抗浮锚杆的施工过程与锚杆试验结果和分析，旨在为类似项目提供参考。
参考文献
［1］ 张震， 张东刚， 李帅， 等. 《地下结构抗浮方案的选择及优化》［C］. //中国建筑学会地基基础分会2014年学术会议， 中国建筑学会地基基础分会， 2014.
［2］ 建筑工程抗浮技术标准：
JGJ 476-2019［S］.2019.
［3］ 高压喷射扩大头锚术规程杆技：
JGJ/T 282-2012［S］.2012.
［4］ 张世轩.《囊式扩体锚杆现场试验分析及承载力计算模式研究》［D］. 郑州：
郑州大学，2017.